Разработка малогабаритных горелок, работающих на некондиционных жидких углеводородных топливах и отходах, представляет большой научно-практический интерес. Известно, что специально организованный подвод водяного пара в зону горения позволяет существенно повысить экологические характеристики и эффективность процесса сжигания тяжелых углеводородных топлив. На основе этого принципа в ИТ СО РАН были разработаны макетные образцы перспективного горелочного устройства [1, 2], в которых реализован автономный самоподдерживающийся режим подачи струи перегретого водяного пара в зону горения продуктов термического разложения углеводородного топлива с высоким содержанием сажи. Лабораторная горелка, показанная на рис. 1, состоит из цилиндрического корпуса с топкой, топливопровода, воздуховодов, встроенного парогенератора с форсункой и камеры газогенерации. Горелка мощностью ~ 10 кВт и объемом бачка-испарителя 0.3 л работает на дизельном топливе при атмосферном давлении, в ней конструктивно реализована раздельная подача потоков: 1) жидкого дизтоплива, которое подвергается пиролизу в топке; 2) атмосферного воздуха, который поступает в топку (как через расположенные по окружности в нижней части корпуса горелки отверстия, так и сверху через кольцевой зазор между парогенератором и корпусом) и смешивается с продуктами разложения топлива, что приводит к воспламенению смеси и формированию сажистого факела в условиях недостатка воздуха; 3) перегретого водяного пара из центральной форсунки в основной канал горелки. В отсутствие пара формируется пламя, содержащее большое количество сажи (рис. 1-a), что характерно для горения дизельного топлива. Часть тепла, выделяющегося при горении, расходуется на нагрев воды в бачке-испарителе и дополнительный нагрев пара в пароперегревателе. В установившимся режиме (при достижении давления пара более 0.3 МПа) обеспечивается интенсивная подача перегретого пара в первичный сажистый факел, т.е. горелочное устройство выходит на самоподдерживающийся (автономный) режим вдува паровой струи. В результате процессов газификации происходит резкая интенсификация горения, образуется выходящий из горелки яркий короткий вторичный факел, не содержащий сажи (рис. 1-б). В окружающей атмосфере выше среза горелки происходит догорание продуктов в струе вторичного факела.
Ранее в работах авторов [1–5] был проведен цикл экспериментов по сжиганию «тяжелых» и некондиционных жидких топлив (дизтопливо, картерные отходы, сырая нефть и т.п.) в опытных горелках такой конструкции, продемонстрировавших стабильную интенсификацию горения во вторичном факеле и высокие экологические характеристики (низкие уровни выбросов CO, оксидов азота, сажи) этого перспективного горелочного устройства. Представляется, что достижение такого высокоэффективного режима сжигания обусловлено определенным сочетанием и взаимовлиянием ряда основных факторов и процессов: – геометрическими параметрами конструкции горелки; – аэродинамической структурой потоков топлива, окислителя и струи водяного пара, обеспечивающей необходимые степени эжекции и турбулентного перемешивания; – физико-химическими процессами высокотемпературного испарения и пиролиза исходного жидкого топлива, и газофазного диффузионного реагирования в сложной многокомпонентной смеси; – процессами конвективного и лучистого теплопереноса. Влияние каждого из этих факторов в количественном отношении остается пока невыясненным и требует изучения, в том числе путем численного моделирования.
Физико-математическая модель
В настоящей работе представлены результаты численного исследования аэродинамики, процессов тепломассопереноса и горения испаренного дизельного топлива в рассматриваемом горелочном устройстве. Применяемая физико-математическая модель пространственного турбулентного течения и процессов горения основана на эйлеровом описании многокомпонентной сплошной среды. Течение в тракте горелки и ее внешнем факеле полагается стационарным, дозвуковым, турбулентным, осесимметричным. Аэродинамика такого течения определяется осредненными по Фавру уравнениями неразрывности и количества движения, для замыкания которых выбрана «реализуемая» модификация k-e модели турбулентности [6]. Анализ экспериментальных наблюдений указывает на необходимость детализации химического реагирования при моделировании процессов в исследуемой горелке. Поэтому для детального описания термохимического состояния газовой смеси, обеспечивающего учет десятков индивидуальных веществ в ее составе, а также промежуточных радикалов, учитываемых в сотнях цепочек химических реакций, применяется подход (приближение Шваба-Зельдовича), в котором вектор зависимых переменных 
(температура, плотность, теплоемкости и концентрации компонент) в каждой точке потока определяется по значениям независимых переменных: консервативного скаляра «доли смешения топлива» x («mixture fraction») и интенсивности его турбулентных флуктуаций 
, для которых решаются дифференциальные уравнения пространственного переноса. На входных границах величина x = 0 для струи окислителя (воздуха) и x = 1 для струи топливной смеси, а внутри области рассчитывается распределение 0 ≤ x ≤ 1. Для учета неадиабатичности система дифференциальных уравнений дополняется уравнением переноса полной энтальпии H смеси. Расчет детального химического реагирования проводится на основе полуэмпирической модели химического равновесия [7]. Таким образом, задача определения термохимического состояния смеси при диффузионном реагировании выделяется из газодинамической задачи, поскольку решается в пространстве 
. С целью описания паровой струи как дополнительного потока применяется подмодель вторичного консервативного скаляра ς, в таком случае используется пространство 
. В обоих случаях появляется возможность предварительно протабулировать термохимическое решение (для заданных граничных условий задачи) и использовать эту трехмерную таблицу на каждой итерации газодинамического расчета. Так, была построена термохимическая таблица решения размерностью 40×25×128 в пространстве 
для 32 компонент смеси. Дизельное топливо во входном сечении полагалось испаренным при температуре 600 K и представлялось смесью углеводородов (CH4, C2H2, C2H4, C6H5, C6H6, C8H2). Таким образом, применяемая модель представляет собой робастный алгоритм для учета детального химического реагирования в CFD-расчетах, в т.ч. при моделировании сложных турбулентных реагирующих течений для прикладных задач.
Для учета влияния турбулентных пульсаций на протекание реакций на каждой итерации выполняется ФПВ-осреднение табличного вектора решения: 
, где в качестве весовой функции плотности вероятности (ФПВ) P применяется двухпараметрическая b-функция (так что средние значения 
суть ее параметры).
Важно отметить, что ввиду существенной неравновесности процессов роста и поглощения сажи, эти процессы не могут быть описаны в рамках вышеописанной модели химического равновесия (в отличие от «быстрого» процесса горения углеводородов). Поэтому для отдельного учета процесса сажеобразования в численном моделировании применялась модель [8], основанная на решении двух дополнительных уравнений переноса для концентраций зародышей сажи и ее массовой доли. Источниковые члены в правых частях этих уравнений описывают баланс процессов нуклеации, коагуляции, роста сажевых частиц и их поглощения при окислении в присутствии кислорода O2 или гидроксила ОН. При ФПВ-осреднении этих источниковых членов, экспоненциально зависящих от температуры, в качестве двух параметров b-функции используются осредненные значения температуры и ее вариации, для которой также решается пространственное уравнение переноса.
Важность учета присутствия сажистых частиц в смеси, процессов роста и окисления сажи обусловлена не только участием активного углерода сажи в химических превращениях, но и существенным влиянием сажи на лучистый теплоперенос ввиду определяющего вклада сажи в величину коэффициента поглощения лучистой энергии в сажегазовой смеси, который в таком случае рассчитывается как aΣ = ag + as, где коэффициент поглощения ag в бессажевом газе находится по модели взвешенной суммы серых газов [9], а для коэффициента поглощения as сажи используется аппроксимация [10]: as = b1rs[1 + bT(T–2000)], где rs – «континуальная» плотность сажи, b1 = 1232.4 м2/кг, bT = 4.8×10-4 K-1. В результате задача моделирования лучистого теплообмена, сформулированная в рамках P-1 приближения метода сферических гармоник для серой среды, сводится к решению дополнительного уравнения (вида уравнения Пуассона) переноса плотности энергии излучения [11].
На основе вышеописанных моделей проведено численное моделирование аэродинамики и процессов газофазного горения углеводородного топлива в исследуемой конфигурации горелки. Ввиду осевой симметрии горелки, задача формулируется в двумерной постановке в цилиндрической системе координат (x, r), при этом аксиальная протяженность вычислительной области от среза горелки вниз по потоку составляет 1 м, а внешний радиус области – 0.5 м. Расчетная сетка состоит из 85984 гексаэдрических ячеек, средний шаг сетки внутри основного канала горелки – около 0.5 мм и сгущается до 0.3 мм вблизи оси, а внутри центрального канала паровой форсунки радиальный шаг сетки составляет 0.05 мм. Расход топлива составляет ~ 1 л/ч, водяного пара – 0.3 л/ч. При этом расход воздуха, поступающего в горелку, был задан в соответствии с измерениями [3]: через нижние отверстия корпуса горелки ~ 50 л/мин, через верхний канал (образуемый зазором между стенками парогенератора и внешнего кожуха) ~ 75 л/мин. Для проведения расчетов использовался CFD-пакет FLUENT, установленный на суперкомпьютерном кластере НКС-30Т (ССКЦ СО РАН, г. Новосибирск).
Результаты численного моделирования
Результаты численного моделирования аэротермохимической структуры реагирующего потока в тракте исследуемой горелки и ее внешнем факеле представлены на рис. 2–5. Картины полей величин для наглядности показаны вместе со своим зеркальным отражением относительно оси симметрии. Поле скорости в горелке формируется в первую очередь за счет импульса паровой струи, пронизывающей основной канал горелки. При этом высокоскоростная струя пара вносит в этот канал и высокий уровень турбулентных пульсаций, тем самым обеспечивается интенсификация процессов химического реагирования, прежде всего в градиентной области струи. Из анализа распределений температуры и концентраций газовой смеси, показанных на рис. 2–4, можно сделать вывод о том, что структура потока внутри основного канала горелки характеризуется тремя коаксиально расположенными слоями: вдоль оси распространяется высокоскоростной относительно холодный поток вдуваемой центральной струи, на внешней границе которой (в градиентной области смешения) формируется высокотемпературная зона горения, а вдоль стенки основного канала распространяется холодный поток воздуха, поступающего преимущественно через верхний канал (образуемый зазором между стенками парогенератора и внешнего кожуха горелки). Кислород из этого пристеночного слоя воздуха (см. рис. 3) постепенно расходуется во фронте кольцеобразной зоны горения, которая линейно расширяется вниз по потоку и ближе к срезу сопла «садится» на стенку канала. В экспериментах [3] по измерению расхода воздуха также была отмечена важная роль воздуха, поступающего из верхнего канала, для достижения стабильного самоподдерживающегося режима работы горелки. Из рис. 3 видно, что внутри приосевой струи находится полностью бескислородная зона, что способствует процессу газификации топлива, эжектируемого из топливной предкамеры в область паровой струи. Содержания конечных продуктов CO2 и H2O внутри приосевой струи также пониженные (при исключении доли водяного пара, впрыскиваемого из форсунки). Поэтому, как видно из рис. 4, основной состав смеси внутри струи образуют компоненты синтез-газа CO и H2, концентрации которых достигают там ~30 % по объему. Это газифицированное топливо выносится во внешний факел, где догорает, что обусловливает расположение области максимальной температуры факела на определенном расстоянии (70–100 мм) от среза сопла горелки. Также результаты расчетов показывают, что локальные высокотемпературные зоны горения характеризуются повышением концентрации радикала OH.
Рис. 2. Распределение температуры в горелке, K
Рис. 3. Распределение объемной доли кислорода O2 в горелке (в логарифмической шкале), %
Рис. 4. Распределение объемной доли водорода H2 в горелке, %
Рис. 5. Распределение «континуальной» плотности сажи (в логарифмической шкале), кг/м3
На основе проведенного моделирования проанализированы особенности процессов образования и поглощения сажи, их влияние на лучистый теплообмен в тракте горелки. Рассчитанное распределение «континуальной» плотности сажи показано на рис. 5 в логарифмической шкале. В расчетах получено, что процесс зародышеобразования и роста концентрации сажевых частиц происходит главным образом в топливной предкамере при пиролизе исходного топлива в условиях дефицита кислорода. Также определенный уровень генерации сажи наблюдается в области приосевой струи, где условия высокой концентрации синтез-газа способствуют протеканию в прямом направлении реакций типа: CO + CO = C(s) + CO2 и CO + H2=C(s) + H2O (здесь нижний индекс s обозначает конденсированное состояние углерода в виде сажи). Как было отмечено выше, присутствие сажи дает определяющий вклад в величину коэффициента поглощения лучистой энергии – поэтому распределение коэффициента поглощения излучения по структуре подобно полю плотности сажи (см. рис. 5).
Заключение
Проведено численное исследование турбулентной аэродинамики, процессов тепломассопереноса и горения испаренного дизельного топлива в тракте и внешнем факеле разработанного в ИТ СО РАН перспективного горелочного устройства, отличительной особенностью которого является самоподдерживающийся режим вдува струи перегретого водяного пара в область термического разложения и горения топлива. Для численного моделирования применяется комплексная физико-математическая модель турбулентного горения углеводородного топлива, включающая учет детального квазиравновесного химического реагирования для 32 компонент смеси в рамках приближения Шваба-Зельдовича с использованием предварительно рассчитанной термохимической таблицы размерностью 40×25×128 (в пространстве двух консервативных скаляров смешения и энтальпии), а также учет процессов сажеобразования. В результате расчетов получены распределения скорости, температуры и концентраций компонент газовой смеси и сажи, анализ которых позволил определить аэротермохимическую структуру реагирующего потока, в том числе выявить трехслойную коаксиальную структуру с кольцеобразной зоной горения внутри основного канала горелки, и подтвердить предположение о том, что за счет воздействия паровой струи происходит газификация топлива, в результате которой в основном канале горелки образуется смесь синтез-газа с инертными продуктами, что приводит к наблюдаемой в экспериментах интенсификации горения во внешнем факеле.
Результаты проведенного численного исследования могут быть использованы при обосновании нового перспективного энергоэффективного и экологически безопасного способа сжигания низкокачественных жидких углеводородных топлив и опасных производственных отходов с использованием разработанного типа горелочного устройства.
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (проекты № 14-08-00177-а; № 15-38-20558-мол_а_вед; № 15-58-04032-Бел_мол_а), гранта НП «Глобальная энергия» «Энергия молодости-2014» и Стипендии Президента РФ молодым ученым и аспирантам (СП-1410.2015.1).
Библиографическая ссылка
Красинский Д.В., Ануфриев И.С. ЧИСЛЕННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ПАРОВОЙ ГАЗИФИКАЦИИ И ГОРЕНИЯ УГЛЕВОДОРОДНОГО ТОПЛИВА // Международный журнал прикладных и фундаментальных исследований. – 2015. – № 12-7. – С. 1203-1208;URL: https://applied-research.ru/ru/article/view?id=8116 (дата обращения: 21.11.2024).